大型煤氣柜風荷載的風洞試驗及數(shù)值模擬

張冬兵,梁樞果,陳 寅,李茂新

(1.武漢大學土木建筑工程學院,武漢 430072;2.中南電力設計院,武漢 430071;3.中冶南方工程技術(shù)有限公司,武漢 430223)

0 引 言

大型煤氣柜屬于特殊工業(yè)鋼結(jié)構(gòu),設計時不但需要滿足結(jié)構(gòu)強度要求,而且需要限制結(jié)構(gòu)變形滿足工藝方面的要求,其中風荷載為控制因素[1]。大型煤氣柜的主體為圓柱形,由于截面直徑大,在風荷載作用下煤氣柜筒體會產(chǎn)生變形,而中國規(guī)范[2-4]中圓截面結(jié)構(gòu)的風荷載確定方法并不能涵蓋該類結(jié)構(gòu)的風荷載計算,應進行風洞試驗確定風荷載。鄭史雄[1]通過風洞試驗研究了有周邊建筑影響的大型煤氣柜的表面風壓并且風振系數(shù)考慮了活塞運行位置的影響,但沒有涉及雷諾數(shù)效應對試驗結(jié)果的影響;《工業(yè)循環(huán)水冷卻設計規(guī)范》、《火力發(fā)電廠水工設計規(guī)范》[2-3]根據(jù)北大雷諾數(shù)修正的風洞試驗和西安熱工所現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)推薦了雙曲型圓截面冷卻塔風荷載計算公式;趙林[5-6]、A.Zasso[7]等采用增加表面粗糙度的實驗手段,獲得了在低雷諾數(shù)條件下模擬高雷諾數(shù)流態(tài)特性的風洞試驗條件。PietroCatalano[8]等人采用CFD方法研究了圓柱壓力分布隨雷諾數(shù)變化的規(guī)律。筆者采用風洞試驗及數(shù)值模擬對煤氣柜表面風荷載進行了研究,風洞試驗中用表面粗糙度控制雷諾數(shù)效應的影響;數(shù)值模擬采用RNG k-ε湍流模型進行了實體結(jié)構(gòu)和風洞試驗尺寸下的相應計算,最后對試驗數(shù)據(jù)、模擬結(jié)果及相關(guān)規(guī)范條文[2-4]進行了對比和分析。

1 風洞試驗

1.1 風場模擬及試驗方法

試驗在廣東省建筑科學研究院CGB-1建筑風洞中進行。該風洞為串聯(lián)雙試驗段單回流式大氣邊界層風洞,大試驗段長10m,寬3m,高2m,最大風速為18m/s,其工作轉(zhuǎn)盤直徑為2.5m,采用檔板、尖塔、粗糙元裝置模擬B類地貌,在模型放置中心測得的風速剖面和湍流度剖面如圖1所示。

圖1 平均風速和湍流度剖面Fig.1 Mean velocity and turbulence intensity profile

為了測量風洞試驗參考高度處風速,在模型左前方處安裝了風速管,其安裝高度為0.6m,與模型測壓同步測量此處的風速。該試驗采用DSM3200電子掃描閥測壓系統(tǒng)依次對所有測壓點的壓力信號進行掃描。脈動壓力的采樣時間為13.1s,每個測點的采樣頻率為313Hz,試驗風速為8.02m/s。

1.2 試驗模型及雷諾數(shù)效應控制

研究的煤氣柜柜體為圓柱形,頂部為球面頂蓋,直徑為58.5m,柜體高97.2m,高度與直徑之比為1.66,柜頂球面矢高為6.3m,球面頂部中心處有一直徑為10m的圓柱形氣樓,在柜體表面環(huán)向等距分布有子午向通長的32根工字鋼立柱,其型號為H440×300×11×18,同時設置了環(huán)向走道及斜梯。煤氣柜測壓模型由有機玻璃制成并精細地模擬了表面細節(jié)形狀及設施,幾何縮尺比為1∶150,模型表面共布置370個測壓點,其中柜體立面布置了240個測點,柜頂布置了130個測點,風洞中模型如圖2所示。

圖2 風洞試驗模型Fig.2 Model in wind tunnel test

煤氣柜結(jié)構(gòu)在設計風速下雷諾數(shù)范圍為9.8×107～1.4×108,風洞試驗雷諾數(shù)大約為2.0×105,對于類圓截面結(jié)構(gòu),雷諾數(shù)效應是不容忽視的,采用改變模型表面粗糙度和來流湍流度等實驗手段,可以在較低雷諾數(shù)的條件下可靠地模擬高雷諾數(shù)流態(tài)特性[6],已有的粗糙度處理經(jīng)驗能控制實驗中雷諾數(shù)效應的影響,合理地模擬實際結(jié)構(gòu)表面風壓分布。柜頂表面采用打磨的方式進行毛面處理,并沿圓周有工字鋼處徑向粘貼了1cm寬的紙帶來控制實驗中雷諾數(shù)效應對柜頂表面風壓的影響。文獻[6,9]采用表面貼絲線對圓柱雷諾數(shù)效應的研究表明,當表面相對粗糙度大于5.1×10-3時流動狀態(tài)將獨立于雷諾數(shù)的變化。實驗模型表面工字型鋼用3mm×2mm矩形立柱代替,相對煤氣柜的直徑為7.7×10-3,同時對立柱之間的結(jié)構(gòu)表面進行毛面處理。

1.3 試驗數(shù)據(jù)處理

為了方便與工程應用的風荷載參數(shù)對比,風洞試驗中各測點平均風壓系數(shù)(體型系數(shù))計算公式為：

式中：pi為測點i的平均風壓值;ρ為空氣密度;vi為測點i所在高度處來流風速;當式(1)中pi為測點i的均方根風壓值時,即可得到均方根脈動風壓系數(shù)。

由煤氣柜表面每層同步測壓點得到的阻力(順風向)系數(shù)和升力(橫風向)系數(shù)積分公式為：

式中：Ai為第i測點壓力覆蓋面積;θi為第i測點壓力與順風軸向夾角。

1.4 試驗結(jié)果分析

以往文獻很少對具有分布肋的大型圓截面結(jié)構(gòu)風荷載進行系統(tǒng)研究[1],所以只能選取類圓截面斷面形式表面風荷載的研究成果作對比。研究該結(jié)構(gòu)風洞試驗表面壓力分布時,選用幾個典型斷面平均風壓系數(shù)的平均值與規(guī)范中的圓截面結(jié)構(gòu)體型系數(shù)進行了對比,結(jié)果如圖3所示(圖中‘有肋'、‘無肋'代表《火力發(fā)電廠水工設計規(guī)范》[3](簡稱水工規(guī)范)中基于北大試驗經(jīng)過雷諾數(shù)修正的有、無肋雙曲面冷卻塔平均風壓系數(shù)、‘西熱'表示基于西安熱工所實測資料的雙曲面冷卻塔平均風壓系數(shù)[2],‘規(guī)范'表示荷載規(guī)范[4]中的圓截面結(jié)構(gòu)體型系數(shù));試驗中各斷面的脈動風壓系數(shù)[11]如圖 4所示(圖中 H11表示高度為11m的斷面)。

圖3 平均風壓系數(shù)Fig.3 Mean wind-pressure coefficient

圖4 均方根脈動風壓系數(shù)Fig.4 RMS fluctuating wind-pressure coefficient

圖3中所有規(guī)范中的體型系數(shù),零值系數(shù)角度(θ0)在 30°～ 40°之間 ,尾流壓力系數(shù)為 -0.41;荷載規(guī)范中,最小壓力點(θ1)出現(xiàn)在 90°,尾流分離點(θb)出現(xiàn)在120°;水工規(guī)范推薦的3種(有肋、無肋、西熱)體型系數(shù)中,θ1為70°～80°,基于北大實驗的有、無肋體型系數(shù)的θb值在 100°～110°之間,基于現(xiàn)場實測的西熱體型系數(shù)中θb在120°附近;試驗結(jié)果中θ0在45°附近 ,θ1在 60°附近,θb在 75°～ 105°之間,尾流壓力系數(shù)為-0.45。由于模型表面立柱的影響,通過與規(guī)范的比較,體型系數(shù)符合表面粗糙度造成的壓力分布規(guī)律：來流分離區(qū)推后(θ0增大),最小壓力位置提前,并且數(shù)值減小20%(與水工規(guī)范有肋時最小體型系數(shù)相比較),而尾流分離區(qū)提前;說明結(jié)構(gòu)表面立柱使壁面附近產(chǎn)生更多湍流序列從而強烈地影響了表面壓力分布,其明顯有別于模擬高雷諾數(shù)流態(tài)時改變結(jié)構(gòu)表面粗糙度的實驗手段。

圖4中脈動風壓系數(shù)在60°處,75°～120°之間均出現(xiàn)變化點,和前述平均風壓分布表現(xiàn)出的來流和尾流分離特征基本一致,但尾流分離區(qū)的脈動風壓分布表現(xiàn)更為離散;圖中在15°處出現(xiàn)的變化點,認為是由立柱造成的繞流所引起。圖中各斷面的均方根脈動風壓系數(shù)改變量隨斷面高度的湍流度減小而增大,為了更清楚表示來流中湍流度的作用而引入湍流影響系數(shù)：

式中,ΔσI表示斷面I上脈動風壓系數(shù)改變量,mσI表示斷面I上脈動風壓系數(shù)的平均值;影響系數(shù)越小表示結(jié)構(gòu)表面脈動壓力離散程度越小。各斷面的湍流度及湍流影響系數(shù)如表1所示。

表1 湍流影響系數(shù)Table 1 Influence factor of turbulent intensity

通過同步測點壓力時程數(shù)據(jù)可以得到各斷面的阻力和升力時程。對各風向角下各層的阻力和升力系數(shù)逐一進行譜分析,均表現(xiàn)出寬帶譜的頻譜特性,選出了具有代表性的功率譜函數(shù)如圖5所示。采用試驗手段模擬高雷諾數(shù)時的流場,要考慮結(jié)構(gòu)表面壓力分布、阻力及升力系數(shù)和斯脫羅哈數(shù)(St數(shù))等風荷載的特性參數(shù)。當雷諾數(shù)Re＞3.5×106,類圓柱結(jié)構(gòu)尾流渦脫中湍流成份加大,但仍出現(xiàn)周期性的渦脫,結(jié)構(gòu)表面的壓力也會同時呈周期性變化,采用積分方式得到的阻力、升力系數(shù)的頻域分析可以有效確定渦脫的卓越頻率[5,10],當在實驗中模擬高雷諾數(shù)的流場特性時,也會出現(xiàn)相應的渦脫頻率[9],而實驗中的升、阻力系數(shù)譜均表現(xiàn)出寬帶特性,說明結(jié)構(gòu)表面立柱產(chǎn)生的特征湍流強烈影響到了整個流場的流態(tài),采用柜體直徑為特征尺寸計算的雷諾數(shù)數(shù)值并不能合理地表征實際的流體流態(tài)。

2 CFD數(shù)值模擬

2.1 計算模型及網(wǎng)格劃分

使用CFD商業(yè)軟件Fluent6.3進行數(shù)值計算,采用了實體和風洞試驗兩種尺寸下的數(shù)值模型,并設置了合理的計算流域?？紤]計算精度和資源的要求,使用混合網(wǎng)格策略,對結(jié)構(gòu)表面及附近網(wǎng)格進行了加密,網(wǎng)格大小由內(nèi)向外按比例遞增同時限制最大網(wǎng)格長度,其中實體模型的網(wǎng)格劃分如圖6所示。在高雷諾數(shù)的數(shù)值模擬中,結(jié)構(gòu)表面y+值一般較難保證在限定的范圍之內(nèi),因此對結(jié)構(gòu)表面附近的網(wǎng)格進行了細化并局部加密來滿足限值的要求。

圖5 升力、阻力系數(shù)譜Fig.5 PSD of lift and drag coefficient

圖6 計算域網(wǎng)格示意圖Fig.6 Sketch map of mesh scheme

2.2 邊界條件的設定及壁面處理

入流面采用速度入口模擬B類大氣邊界層風剖面,平均風速(v)剖面按地貌指數(shù)α=0.16確定,湍流參數(shù)采用湍動能k和湍動耗散率ε組合輸入,k=0.5(vI)2;ε=0.093/4k3/2/l;其中湍流強度I和湍流積分尺度l參考日本規(guī)范并結(jié)合風洞數(shù)據(jù)擬合修正得到。入流面參數(shù)均采用Fluent提供的UDF(用戶自定義函數(shù))功能來實現(xiàn);出流面采用壓力出流邊界條件;流域頂部及兩側(cè)采用自由滑移壁面條件;結(jié)構(gòu)表面及地面采用無滑移的壁面條件,由于近壁區(qū)湍流發(fā)展不充分,選用非平衡壁函數(shù)對壁面進行處理。

2.3 其 它

湍流模型采用RNG k-ε模型,對流項的離散格式采用二階迎風格式,壓力-速度耦合方程的解法采用SIMPLE算法[12]。

3 數(shù)值模擬結(jié)果

實際結(jié)構(gòu)和風洞試驗計算雷諾數(shù)分別約為1.0×108,2×105,兩種工況數(shù)值計算的平均風壓系數(shù)(體型系數(shù))在圖7分別表示為Re8,Re5。圖中對比了同一風向角下各斷面數(shù)值模擬、風洞試驗的平均風壓系數(shù),圖中為柜體表面不同高度同一方位角上點的平均風壓系數(shù);從圖中曲線Re8看出,在來流分離點前數(shù)據(jù)穩(wěn)定并與試驗值一致;最小壓力值位置與試驗值相位角相差約10°,但數(shù)值較為一致,可以認為表面立柱對風壓分布的影響所致;尾流分離區(qū)位置與試驗值一致;尾流壓力系數(shù)值與試驗值相差不足10%。從圖中工況Re5看出,最小壓力值在圖中并不突出而且較試驗值小近30%;尾流壓力系數(shù)值比試驗值約低10%。通過分析認為：實體結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬能準確得到結(jié)構(gòu)表面來流分離點前及尾流分離后的平均風壓數(shù)值,平均風壓的分布特征也能準確地表征,但在分離區(qū)內(nèi)的風壓數(shù)值與試驗值還有一定的差異;由于結(jié)構(gòu)表面工字鋼立柱和湍流度對流場的影響,不同量級雷諾數(shù)的數(shù)值模擬的平均風壓系數(shù)在分離區(qū)有一定差別,但在來流面及尾流區(qū)的數(shù)值相差不足10%。

圖7 平均風壓系數(shù)Fig.7 Mean wind-pressure coefficient

柜體中間高度處平面的流線如圖8所示,圖中尾流旋渦在柜體兩側(cè)均為不對稱分布,尾流區(qū)鄰近柜體處流線平緩并沒有旋渦中心出現(xiàn);工況Re8中離柜體較遠處可以看到明顯三維繞流的影響,而且旋渦分布更顯復雜;不同量級雷諾數(shù)下模擬的流場分布存在差別,這是否是引起柜體分離區(qū)平均風壓分布差別的原因還有待于相應的實測數(shù)據(jù)對數(shù)值模擬結(jié)果及試驗中雷諾數(shù)效應控制方式的驗證。

實際結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬的流跡顯示如圖9所示,圖中繞柜體的流動結(jié)構(gòu)復雜,可以看到氣流的沖撞、分離、渦旋和回流等流相。繞柜體上方的流線向下卷起渦旋,柜體中央來流的流線受表面立柱影響產(chǎn)生渦旋,并在柜體背后豎向的渦旋交織在一起,因此柜體流場自來流分離區(qū)開始就高度紊亂,而且經(jīng)由立柱產(chǎn)生的復雜繞流影響了整個流場的流動特性。

圖8 流線分布圖Fig.8 Streamlines of mean velocity distributions

圖9 局部流線圖Fig.9 Local map of path lines

4 結(jié) 論

(1)結(jié)構(gòu)表面分布的立柱對來流分離、尾流分離位置及分離區(qū)的最小風壓值影響較大;由于結(jié)構(gòu)表面立柱的影響,結(jié)構(gòu)斷面的升、阻力系數(shù)譜表現(xiàn)出明顯的寬帶頻譜特征;來流中湍流度會影響結(jié)構(gòu)表面風壓分布;

(2)采用雷諾平均的RNG k-ε湍流模型基本上能準確地模擬結(jié)構(gòu)平均風壓分布,在高雷諾數(shù)下煤氣柜表面工字鋼立柱附近及分離區(qū)的風壓計算結(jié)果與試驗值還有一定的差別,但可以與風洞試驗結(jié)果一起對工程設計的風荷載提供參考;數(shù)值模擬能直觀地顯示流場,可以幫助人們了解結(jié)構(gòu)繞流場復雜的流動特征;

(3)不同量級雷諾數(shù)下數(shù)值計算能反映雷諾數(shù)效應的影響,但同風洞試驗中控制雷諾數(shù)效應的試驗手段都需要相應結(jié)構(gòu)的實測數(shù)據(jù)做檢驗和修正。

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